Behaviors of wetting-induced failure for unsaturated intact loess
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摘要: 用非饱和土三轴剪切渗透仪,对原状黄土进行了常吸力三轴剪切与常剪应力增湿两类水力路径试验,分析了应力剪切与增湿剪切作用下原状黄土的应力应变及临界状态特性,探讨了水力路径对原状黄土增湿抗剪特性的影响,明晰了发生湿剪破坏时需满足的必要条件。研究结果表明：常吸力三轴剪切试验获得的不同吸力原状黄土的偏应力与净平均应力表示的q-p临界状态线为非平行直线,偏应力与有效平均应力表示的q-p′临界状态线可归一为一条直线,且可近似用饱和土临界状态线表示。常剪应力增湿试验获得的原状黄土q-p′临界状态点可归一,可用莫尔-库仑强度理论的线性形式描述；吸力对原状黄土抗剪强度贡献与水力路径有关,后者试验确定的抗剪强度参数比前者的低；定义了剪应力水平阈值与吸力阈值,用以判定是否会发生湿剪破坏及其发生湿剪破坏时吸力丧失程度,结合提出的考虑剪应力影响的持水模型获得了该阈值的表达式。Abstract: The tests are performed on intact loess under two separate hydro-mechanical paths: constant-suction triaxial shearing and constant-shear stress wetting in steps, using the triaxial equipment for shearing and permeability of unsaturated soils.The variation characteristics of stress-strain and critical state identified from shearing and wetting are analyzed.The influences of hydro-mechanical path on the wetting-induced failure of intact loess are discussed.The necessary conditions are clarified when wetting-induced failure occurs.The results show that the critical state lines(CSLs)on the deviator stress versus the net mean stress(q-p)plane from constant-suction triaxial shearing tests are non-parallel straight lines, while the data of the critical state points collapse along a single line much closer to the saturated CSL on the deviator stress versus effective mean stress(q-p′)plane.The data of critical state points from constant-q wetting tests tend to merge together on q-p′plane, which can well be described by the linear form of the Mohr-Coulomb strength theory.The contribution of suction to the shear strength of the loess is dependent on the hydro-mechanical path, and the values of strength parameters are lower obtained by the latter tests than those of the former tests.The threshold values of shear stress level and suction are identified, which can be used to judge whether the wetting-induced the intact loess failure may occur.The expressions for those threshold values are obtained by combining with the proposed water retention model considering the influences of shear stress.
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0. 引言
桩-筏复合地基是地基处理方法中有效的加固方法之一[1]，在中国已被用于无砟轨道地基基础的加固中。列车运行引起的动力响应是铁路设计中一个非常重要的参数。近年来，学者针对无砟轨道及其地基基础的动力响应开展了一系列研究。
针对有砟（无砟）轨道路基系统的动力特性，学者[2-7]测量和分析了列车荷载作用下有砟轨道的横向和竖向加速度、速度响应、动应力以及沉降变形，结果表明，当列车速度接近某一明显的临界值时，轨道-路基-地基系统的动力响应会出现较大的动力放大，竖向位移随深度的增加而减小，路基中的剪应变较大，地基土中的剪应变较小。通过对比有砟轨道和无砟轨道结构的动力响应，Zhai等[8]发现当列车引起的地面振动频率超过40 Hz时，地面的竖向振动分量大于横向和纵向振动分量。
针对桩承式路堤特性，Bhaduri等[9]提出了在动荷载作用下弹性介质中桩-筏复合地基的解析解，研究了加载频率对桩-筏复合地基动态位移响应的影响，结果表明，当筏板的柔性增加60%时，筏板的水平荷载分担比相应减少了65%~75%。利用高铁荷载下桩承式地基有限元模型，通过变化桩长、桩间距、桩间土模量、路堤高度以及路堤材料参数，分析其对桩身轴力分布、桩土应力比、路堤应力和土拱效应发展规律的影响，结果表明，桩身轴力随桩长增加而增大，随桩间土模量增大而减小；动载作用下土拱效应依然存在，但有所减弱；桩间距和路堤高度对土拱效应的影响较为明显，而路堤填料内摩擦角和剪胀角的影响则相对较小[10-12]。基于试验方法，相关学者[13-15]分析了路堤荷载作用下复合地基沉降、土体侧向变形、桩土应力比、桩身轴力以及孔隙水压力的规律，结果表明，在加载初期，路基沉降随加载次数增加明显，之后达到稳定；桩上部位置土体变形大于桩身变形，桩侧呈现负摩阻力，中性点位于距桩顶约2/3桩长位置；桩身轴力随加载次数增加而增大，当达到4万次加载后，轴力随加载次数增加不再明显。
X形桩是一种横截面异形桩，已有研究结果及工程应用表明，在静力荷载作用下，与具有相同截面积的圆形截面桩相比，X形桩基础竖向承载力提高约20%，现浇X形桩可以充分发挥单位混凝土承载力、提高桩侧摩阻力[16-17]。近年来，研究人员针对X形桩在动力荷载作用下开展了一些模型试验研究。Yin等[18]揭示了沥青加铺层对X形桩周围土体的不对称运动以及集中系数的影响。Niu等[19-20]发现高速铁路在列车动荷载作用下的土拱高度比静荷载作用下的土拱高度要小；与无桩、无网的路堤相比，桩-网复合地基减振效果显著。此外，研究人员[21-23]比较了风干砂土和饱和砂土地基中X形桩-筏复合地基的动力响应，结果表明，复合地基速度响应与地基的饱和程度的密切相关，路堤表层和地基表层的动土压力分别呈“W”形和“U”形分布，列车速度的快慢是影响X形桩筏复合地基动力响应的一个重要因素。然而，针对该系统在长期动荷载作用下的动力响应还不清楚。因此，本文通过1︰5大比例模型试验，研究在长期列车循环荷载下无砟轨道X形桩-筏复合地基的动力响应。
1. 模型试验
1.1 模型试验系统及模型相似比
试验系统由模型槽、动力加载与控制系统、数据采集与分析系统等组成，模型槽长5 m、宽4 m、高7 m，模型槽和无砟轨道X形桩-筏复合地基实物图如图 1所示。
模型试验与原型几何相似比为1︰5，加速度相似比取1︰1，密度、弹性模量相似常数均为1︰1，进而根据Bockinghamπ定律，采用量纲分析法确定各物理量的相似常数见表 1所示。
表 1 模型相似比Table 1. Similarity ratios of model参数 相似比 参数 相似比 长度/m 1/5 体积/m3 1/125 密度/(kg·m-3) 1 弹性模量/MPa 1 加速度/(m·s-2) 1 力/kN 1/5 应力/kPa 5 速度/（m·s-1) 1/√5 时间/s 1/√5 频率/kPa √5 1.2 材料特性及试验仪器布置
模型试验自下而上由地基土、30根X形桩、碎石垫层、筏板、路堤、混凝土底座、轨道板、扣件和钢轨组成（图 2），其中地基土采用砂土，碎石垫层采用级配碎石，路堤填料为A、B组料，上述3种材料压实后的基本物理性参数平均值见表 2所示，颗粒级配曲线如图 3所示，均满足高速铁路设计规范[24]的要求，与Bian等[4]足尺模型试验中的颗粒级配相接近；砂土的渗透系数为0.008 cm/s。
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图 2 试验仪器布置示意图Figure 2. Layout of ballastless track XCC pile-raft foundation with sensors表 2 材料基本物理指标Table 2. Physical indices of sand类别 重度/(kN·m-3) 干重度/(kN·m-3) 天然含水率/% 相对密实度/% 不均匀系数Cu 曲率系数Cc 砂土 16.46 15.80 4.08 69.5 2.42 0.93 碎石垫层 17.90 17.66 1.35 63.0 6.00 2.89 A、B
组料23.51 21.58 7.07 92.0 19.23 1.34 ![]()
图 3 级配曲线Figure 3. Grain-size distribution curves of geomaterials used in this study and literatureX形桩的截面形状受3个参数控制，分别为外包圆直径2R、开弧间距2a和开弧角θ（图 4），试验中2R，2a和θ分别为157 mm、39 mm和90°，桩长为3960 mm，桩身混凝土强度等级为C25。筏板、混凝土底座和轨道板的尺寸分别为4 m×3.4 m×0.12 m、4 m×0.6 m×0.06 m和4 m×0.48 m×0.38 m（长×宽×厚），三者均采用现浇混凝土，强度等级分别为C35、C40和C55。值得注意的是，混凝土的力学性能与实际建筑材料的力学性能相当，所有试验材料的物理参数及整个试验模型的建造过程均满足高速铁路设计规范[24]的要求。在砂土填筑之前模型槽四壁上预先布置“两布三膜”，以减小反射波对试验结果的影响。模型建造完成后，向砂土地基中注满水，水深保持在5.25 m左右，并让砂土饱和并固结大约10 d；模型试验过程中保持不排水条件。
模型试验布置了动位移计、应力计、孔压计，具体布置位置如图 2所示。
1.3 试验荷载
以一个转向架为研究对象，通过理论研究和现场实测，经过简化用M形波模拟列车运行时一个转向架的荷载实测曲线[3-4, 25]。根据徐进[25]的计算和现场试验，并考虑到列车荷载的连续施加，本文通过优化徐进的三级傅里叶级数，把两节车厢相邻的两个转向架考虑进去，提出一个能反映列车连续运行的三级傅里叶级数荷载形式为
Q(t)=A0+3∑n=1[Ancosnωt+Bnsinnωt](0<t⩽3T10)Q(t)=0(3T10<t⩽7T10)Q(t)=A0+3∑n=1[Ancosnω(t+2T10)+Bnsinnωt(t+2T10)](7T10⩽t⩽T)}, (1) 式中，Q(t)为动力荷载（kN），t为加载时间（s）。3级傅里叶（Furier）系数：A0=36.14，A1=-28.33，A2=-14.95，A3=7.14，B1=1.64，B2=1.54，B3=-1.59，ω=2πf为角速度（rad/s），f为加载频率（Hz）。v为列车速度（km/h），L为列车长度（L=25 m，实际尺寸），T为循环周期（s）。
图 5为上述所示的三级傅里叶级数即“M”形波荷载，荷载的大小和运行速度通过单个作动器来控制，作动器在轨道上方的中间位置处（图 1（b））。每一次荷载循环对应一节车厢的两个转向架，因列车由若干个转向架组成，故通过增加荷载循环次数可以模拟若干节列车车厢通过的情形。需要注意的是，本文重点研究的是列车车厢荷载对路堤某一断面的持续影响，而不是研究各列车车厢移动过程中同时对路堤的整体影响，不考虑主应力旋转。因此，在上述前提下可以通过单个作动器在轨道上方某位置处施加循环的M荷载，来模拟列车车厢荷载对该位置的持续影响。
因作动器使用说明要求，在作动器施加动荷载前须预先施加一个静载进行预压才能进一步施加动载，故模型试验先对轨道预压20 kN静载，然后再向作动器输入“M”形波荷载进行动力加载试验，试验加载工况见表 3所示。
表 3 试验加载工况Table 3. Loading cases of tests工况 频率f/Hz 循环次数 1 5 25000 2 10 25000 3 15 45000 2. 结果和讨论
2.1 孔隙水压力分析
通过应变式动态孔隙水压力传感器测试土体孔压，孔压计布置位置如图 2所示。在加载频率为10，15 Hz的循环荷载作用下，地基表面K1位置处（埋深1 cm左右）的孔隙水压力时程曲线如图 6所示。由图 6可知，在不同加载频率作用下，孔隙水压力上下波动的比较剧烈，其波形呈明显的M形，与所施加的M形波荷载相同，孔隙水压力的波动形式与荷载形式密切相关。
2.2 桩身轴力分析
（1）桩身轴力随荷载循环次数的变化规律
以第3排3列的X形桩（即P33）为例，在加载频率为10，15 Hz的作用下P33桩不同位置的轴力随荷载循环次数的变化曲线如图 7所示，其中，F0，F0.5，F1，F3.5分别为桩顶向下0，0.5，1，3.5m处的桩身轴力。
由图 7可知，F0，F0.5，F1，F3.5位置处的桩身轴力均随荷载循环次数的增加而逐渐增加，在加载初期，增加的速率较大，随着荷载次数的增加，增加的速率逐渐放缓，有趋于稳定的趋势。具体而言，在加载频率分别为10，15 Hz作用下，桩身轴力逐渐趋于稳定所需的荷载循环次数分别约为2万和3万次，加载频率越低，桩身轴力趋于稳定所需的荷载循环次数越低，越容易达到平衡状态。由上分析可知，无砟轨道X形桩-筏复合地基中桩与土共同承担上部传递下来的动荷载，在动力加载初期，桩承担的动荷载相对较小，地基土承担的动荷载相对较大，桩土应力比相对较小；随着加载时间的增加桩承担的荷载逐渐增大，但增加的速率逐渐放缓，并有趋于稳定的趋势。证明在此过程中，由于碎石垫层的存在，桩、土协同工作，桩承担的荷载逐渐增加，当达到一定循环次数后，桩、土分担的荷载逐渐达到平衡状态。同时，加载频率越高，达到这种平衡状态所需的荷载循环次数越多。桩、土所分担的荷载具有明显的时间效应。
（2）桩身轴力随深度的变化规律
以图 7（b）中P33桩身轴力趋于稳定后荷载循环3.25万次附近的A—A区间为例，研究桩身轴力随深度的分布情况，如图 8所示。
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图 8 桩身平均动轴力沿深度变化曲线Figure 8. Curve of axial force distribution of pile along pile length由图 8可知，在桩顶向下1 m范围内，桩身轴力随深度的增加呈线性增加，其中桩顶向下0，0.5，1 m处的桩身轴力分别为2，3.5，5 kN，这是由于桩周土的沉降大于桩体的沉降，产生作用于桩侧的下拽力，继而产生桩侧负摩阻力，使得桩身轴力逐渐变大；在桩顶向下1~3.5 m范围内，桩身轴力随深度的增加而逐渐减小，在桩身3.5 m处，桩身轴力降至3.4 kN，这是由于动荷载沿桩身向下传递的过程，就是不断克服侧摩阻力并通过侧摩阻力向土中扩散的过程，因而导致桩身轴力在此范围内沿着深度逐渐减小。综上所述，在桩长的1/4处，桩身轴力达到最大，而桩侧摩阻力为0，即为中性点位置。
（3）归一化桩身轴力与荷载循环次数的关系
对桩身轴力与荷载循环次数进行整理分析，分别得出P33桩F0，F0.5，F1，F3.5位置处的归一化桩身轴力F*与归一化荷载循环次数N*的关系如图 9（a）~（d）所示。归一化桩身轴力F*定义为荷载循环N次时所对应的桩身轴力F与荷载循环Nmax次时所对应的桩身轴力Fmax之比，
F∗=FFmax。 (2) ![]()
图 9 归一化桩身轴力时程曲线Figure 9. Nomalization of average axial force of pile versus loading cycles归一化荷载循环次数N*定义为荷载循环次数N与荷载循环次数Nmax之比，
N∗=NNmax。 (3) 由图 9（a）~（d）可知，在加载频率10，15 Hz分别作用下，F0，F0.5，F1，F3.5各位置处的归一化桩身轴力均随归一化荷载循环次数的增加而逐渐增加，但增加的速率逐渐减小，并逐步趋向稳定状态。
分别对图 9（a）~（d）中的曲线进行拟合，发现F0，F0.5，F1，F3.5位置处的归一化桩身轴力随归一化荷载循环次数的变化规律均符合对数曲线：
F∗=a+b×ln(c+N∗) (4) 不同位置处拟合曲线的参数a，b，c的值见表 4。
表 4 拟合参数取值Table 4. Values of fitting parameter位置 a b c F0 0.817 0.268 0.029 F0.5 0.813 0.431 0.127 F1 0.920 0.340 0.054 F3.5 0.842 0.470 0.153 2.3 侧摩阻力分析
（1）桩侧摩阻力随深度的变化规律
以图 7（b）中桩身轴力趋于稳定后荷载循环3.25万次附近的A—A区间轴力为例，根据测得的桩身轴力计算出相应断面的桩侧摩阻力，如图 10所示。
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图 10 桩侧摩阻力沿桩身的分布情况Figure 10. Average friction of pile shaft distribution along pile length由图 10可知，在桩顶向下0~1 m范围内为负摩阻力区，负摩阻力为-5.85 kPa；在1~3.5 m范围内为正摩阻力区，其侧摩阻力为1.25 kPa，中性点位置在桩长的1/4处。文献[26，27]分别基于X形桩单桩复合地基和多桩复合地基的现场静载试验研究，发现其中性点位置分别在桩长的1/5和1/4~1/3处，桩侧摩阻力的整体分布规律与传统圆形桩特点相似，高于同参数的圆形桩复合地基。由上述分析可知，在列车荷载和静载分别作用下，X形桩筏复合地基的桩侧摩阻力分布规律有一定的相似性。
（2）归一化桩侧摩阻力与归一化荷载循环次数的关系
本节基于2.2节获得的F0，F0.5，F1，F3.5位置处桩身轴力时程曲线，计算出桩顶向下0~0.5 m，0.5~1.0 m和1~3.5 m范围内的桩侧摩阻力f0-0.5，f0.5-1，f1-3.5，并对桩侧摩阻力与荷载循环次数进行整理分析，分别得出X形桩不同位置处的归一化桩侧摩阻力f*与归一化荷载循环次数N*的关系，如图 11（a）~（c）所示。
归一化桩侧摩阻力f*定义为荷载循环N次时所对应的桩侧摩阻力f与荷载循环Nmax次时所对应的桩侧摩阻力fmax之比：
f∗=ffmax。 (5) 归一化荷载循环次数N*定义同式（3）。
由图 11（a）~（c）可知，在桩顶向下0~0.5 m和0.5~1.0 m范围内的归一化桩侧负摩阻力均随归一化荷载循环次数的增加而逐渐增加，但增加的幅度逐渐减小，并逐步趋向稳定状态；桩顶向下1~3.5 m范围内的归一化桩侧正摩阻力也有类似的变化规律；由此可见，桩侧摩阻力与荷载循环次数密切相关，随着荷载循环次数的增加桩侧摩阻力逐渐被调动起来，最后趋于稳定。
分别对图 11（a）~（c）中的曲线进行拟合，发现归一化桩侧摩阻力随归一化荷载循环次数的变化规律均符合对数曲线：
f∗=a+b×ln(c+N∗), (6) 式中，参数a，b，c的值见表 5。
表 5 拟合参数取值Table 5. Values of fitting parameter桩顶向下 a b c 0~0.5 m -0.528 -0.692 0.377 0.5~1.0 m -0.856 -0.188 0.004 1~3.5 m 0.659 0.145 0.004 2.4 长期沉降分析
（1）累积变形曲线
本节选取加载频率为15 Hz情况下（工况3）的动力累积变形测试结果进行分析，图 12为轨道板中心D1处（图 2）的变形随荷载循环次数的变化规律。由图 12可知，在预压20 kN静载的过程中，轨道板产生了0.25 mm的变形。在列车循环荷载加载过程中，轨道板累积变形随加载次数的增加而逐渐增加，循环加载的前期变形增加的速率较快，随着土体的进一步压密，变形增加的速率逐渐放缓，且有收敛的趋势。
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图 12 轨道板累积沉降与循环次数的关系Figure 12. Dynamic settlements against number of loading cycles measured at track slabHuang等[28]在激振频率为20 Hz、振动幅值为41.25 kN的动荷载作用下通过现场试验测量了无砟轨道桩-板低矮路堤的长期沉降，其中筏板下每排桩由5根直径为0.8 m的圆形桩组成，而本模型试验所对应的原型筏板下每排桩由5根外包圆直径为0.785 m的X形桩组成，两者外包圆直径相近，但后者单位混凝土用量较前者节省了35.2%。为了便于两者的比较，笔者将荷载循环次数进行归一化处理，将图 12中由于预压20 kN静载产生的0.25 mm沉降减去，并将测得的沉降除以所受到的荷载，得到单位荷载沉降量随归一化荷载循环次数的变化规律如图 13所示。
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图 13 单位荷载沉降量与归一化荷载循环次数的关系Figure 13. Relationship between settlement / load and nomalization of loading cycles由图 13可知，Huang等[28]现场试验与本模型试验所获得的单位荷载沉降量分别为11.12 mm/kPa和2.41 mm/kPa，前者是后者的5.19倍，而后者所采用的X形桩与前者的圆形桩相比，单位混凝土用量还节省了35.2%。由上述分析可知，在动力荷载作用下饱和砂土地基中的X形桩筏地基比天然地基中的圆形桩-板地基在控制沉降方面具有明显的优势。这种明显优势具体是由砂土地基、还是X形桩、还是两者共同耦合作用引起的，这里还找不到准确原因，笔者将在后续就此问题进一步开展研究工作。
（2）归一化沉降与归一化循环次数的关系
为了进一步对轨道板的沉降性状进行研究，这里选取加载频率5，10，15 Hz下轨道板的沉降与荷载循环次数进行整理分析，得出轨道板的归一化沉降S*与归一化荷载循环次数N*的关系如图 14所示。
归一化沉降S*定义为荷载循环N次时所对应的沉降S与荷载循环Nmax次时所对应的沉降Smax之比，
S∗=SSmax。 (7) 归一化荷载循环次数N*定义同式（3）。
由图 14可知，3种加载频率下轨道板的沉降曲线具有很大的相似性，归一化沉降随着归一化荷载循环次数的增加逐渐增加，但增加的速率逐渐减小，最终沉降明显收敛，并且进入安定状态；经过拟合，归一化沉降与归一化荷载循环次数的关系均符合对数函数：
S∗=a+b×ln(c+N∗) (8) ![]()
图 14 归一化沉降与荷载循环次数之比的关系Figure 14. Relationship between nomalization of settlement ratio and loading cycle ratio式中，a为0.82，b为0.37，c为0.28。
3. 结论
本文通过在长期列车循环荷载作用下分析饱和砂土地基中无砟轨道X形桩-筏复合地基的桩身轴力、桩侧摩阻力和累积沉降，得出4点结论。
（1）桩身轴力随荷载循环次数的增加而逐渐增加，但增加的速率逐渐放缓，有收敛的趋势，桩身轴力的发挥具有明显的时间效应。加载频率越低，桩身轴力趋于稳定所需的荷载循环次数越少。
（2）在桩顶向下1 m范围内，桩身轴力随深度的增加逐渐变大，在1 m处（即桩长1/4处）桩身轴力达到最大；在1 m范围外，桩身轴力随深度的增加而逐渐减小。归一化桩身轴力随归一化荷载循环次数的变化规律可用对数曲线F∗=a+b×ln(c+N∗)描述。
（3）在桩顶向下1 m范围内为负摩阻力区，在在1 m范围外为正摩阻力区，中性点位置在桩长的1/4处。在桩顶向下1 m范围内的归一化桩侧负摩阻力随归一化荷载循环次数的增加而逐渐增加，但增加的幅度逐渐减小，并逐步趋向稳定状态；在1 m范围外归一化桩侧正摩阻力也有类似的变化规律。归一化桩侧摩阻力随归一化荷载循环次数的变化规律可以用对数函数f∗=a+b×ln(c+N∗)描述。
（4）在动力荷载作用下饱和砂土地基中的X形桩筏地基比天然地基中的圆形桩-板地基在控制沉降方面具有明显的优势。轨道板长期累积沉降随加载次数的增加而逐渐增加，循环加载初期变形增加的速率较快，随着土体的进一步压密变形增加的速率逐渐放缓。归一化沉降与归一化荷载循环次数的关系符合对数函数S*=a+b×ln(c+N*)。
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图 1 q-p和q-p′平面上常吸力三轴剪切试验的临界状态线
Figure 1. Critical state lines(CSL)from constant-suction shearing tests
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图 2 常剪应力增湿试验的q-ε1和s-ε1曲线
Figure 2. q-ε1and s-ε1 curves for wetting tests at constant-q
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图 4 VG模型参数α与剪应力水平Rs及参数C1与净围压σ3关系
Figure 4. Parameter α of VG model as functions of shear stress ratio Rs and parameter C1as functions of net confining pressures σ3
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图 5 常剪应力增湿试验与常吸力三轴剪切试验确定临界状态特性比较
Figure 5. Comparison of critical state lines on q-p′planes and strength parameters from constant-q wetting tests and constant-suction shearing
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图 6 确定剪应力水平阈值Rsr与吸力阈值sf的示意图
Figure 6. Diagram for determining threshold values of stress level Rsrand matric suction sfat failure
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图 7 剪应力水平或偏应力与破坏吸力试验结果与预测结果对比
Figure 7. Comparison of predicted and measured relationship between deviator stress level or deviator stress and matric suction
表 1 原状Q3黄土的物理性质
Table 1 Physical properties of intact Q3 loess
相对质量密度Gs 含水率wn/% 干密度ρd0/(g·cm-3) 液限wL/% 塑限wP/% 颗粒组成/% >0.075 mm 0.075~0.005 mm <0.005 mm 2.70 15.2 1.28 30.9 19.8 4 73 23 
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表 2 常剪应力增湿试验中试样的状态特性
Table 2 State properties from wetting tests at constant-q
σ3/kPa Rs q/kPa Sr0 sf/kPa Srf α/kPa-1 n R2 50 0.25 69 0.365 — — 0.071 1.421 0.994 50 0.50 138 0.366 7 0.920 0.059 1.423 0.998 50 0.75 207 0.375 100 0.496 0.049 1.428 0.979 100 0.25 90 0.366 — — 0.064 1.422 0.985 100 0.50 180 0.385 37 0.723 0.044 1.429 0.975 100 0.75 270 0.416 110 0.491 0.033 1.429 0.966 200 0.25 118 0.385 — — 0.050 1.422 0.989 200 0.50 236 0.412 16 0.933 0.034 1.427 0.964 200 0.75 354 0.457 124 0.539 0.028 1.424 0.979 400 0.25 189 0.438 — — 0.036 1.424 0.998 400 0.50 378 0.487 — — 0.029 1.423 0.999 400 0.75 567 0.539 92 0.647 0.024 1.420 0.998 注： “—”表示未发生湿剪破坏。
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